球墨鑄鐵在低溫及沖擊載荷下的韌脆轉(zhuǎn)變行為

中圖分類號：0347.3 國標(biāo)學(xué)科代碼：13015 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Ductile-brittle transition behaviors of nodular cast iron under low temperature and impact loading

ZHANG Yongxin1，F(xiàn)AN Changzeng2， XU Zejian2，QI Kaili’， ZHOU Zhou1

（1.YanqiLake （Beijing）InstituteofBasic Manufacturing TechnologyResearchCo.，Ltd.，Beijing10140o，China;

2.State KeyLaboratoryofExplosion Scienceand SafetyProtection，BeijingInstituteof Technology University， Beijing 100081， China）

Abstract：Tounderstandthedynamic fracture characteristicsof nodular cast iron structures suchasthe spent nuclear fuel storage and transportation vesels under low temperatures and dynamic loads，the mode I dynamic fracture toughness（DFT）of nodular cast iron was tested at different temperatures （20， -40 0 -60 and -80^°C ）using an improved split Hopkinson pressure bartechnique，and focusedon studying the ductile-britle transitionbehaviorof thematerial. Standard thre-point bending specimens with afatigue crack were pre-fabricated before the experiment.A special fixture was used toreplace the transmitter bar，while the temperature wascontroled byaspeciallydesigned environmentalchamber.Thecrack initiation timeof the specime was determined bythestrain gauge method，andthedynamic stressintensity factor （DSIF）atthecrack tip was determinedusing the experimental-numericalmethod.Mesh refinement andelement transition wereusedatthe crack tipregion to ensure a high-accuracyresult of the displacement field.Onthisbasis，the modeIDFTofthe material was finally determined.Theresults showthat under the same impactvelocity，the DFTandthe fracture initiation timeof nodularcast iron decreasesignificantlywith the decrease in temperature.As the temperature decreases，the macroscopic fracture surfaceof nodularcastironchanges fromrough torelativelyflat，indicatingachangeinthefailure modesofthe material.Theeffctof temperatureonthe failure mode is further verifiedbyquantitative microscopic analysis offracturesurfaces.Asthe temperature decreases，the number ofdimples on the fracture surface decreases，while river pattems and cleavage steps increase.It means thattheductilityofeateraliseakeduttebtleessisancdatlowtempeatures.isutilbitltrasiio phenomenon is consistent with the tendency of the measured toughness of the material.

Keywords：nodular cast iron; temperature effect; mode I dynamic fracture toughness; ductile-britle transition

球墨鑄鐵是一種高強(qiáng)度、高韌性的鑄鐵材料，而且具有良好的加工性能和耐腐蝕性，因此在一些特殊工業(yè)領(lǐng)域常被用作鋼材的替代品，如清潔能源儲運設(shè)備、核乏燃料儲運容器、鐵路及地鐵配件、機(jī)車及車輛配件等[1-3]。但是這些構(gòu)件在寒冷地區(qū)服役時，由于材料受到韌脆轉(zhuǎn)變的影響，在沖擊載荷作用下易發(fā)生脆性斷裂。因此，近年來球墨鑄鐵在低溫下的斷裂特性及失效機(jī)理日益引起人們的重視[4]。

為避免低溫脆斷事故的發(fā)生，學(xué)者們對球墨鑄鐵材料在不同溫度下的沖擊斷裂行為開展了研究。張宇航等5通過夏比沖擊實驗發(fā)現(xiàn)，鐵素體球墨鑄鐵的沖擊韌性隨著溫度的降低而下降，并且斷裂機(jī)制也由韌性斷裂轉(zhuǎn)為韌脆混合斷裂，最終以脆性斷裂的形式失效。朱華明等研究了材料組成成分和組織結(jié)構(gòu)對球墨鑄鐵低溫韌性的影響，發(fā)現(xiàn)石墨球的增加可降低材料的韌脆轉(zhuǎn)變溫度。郭大展等[]研究了缺口類型和溫度對球墨鑄鐵沖擊韌性的影響，發(fā)現(xiàn)球墨鑄鐵的塑性隨著溫度的降低而降低。王強(qiáng)等8針對珠光體率以及石墨數(shù)量對球墨鑄鐵低溫（ -20^°C ）沖擊韌性的影響進(jìn)行了研究。Baer等發(fā)現(xiàn)不同珠光體含量的球墨鑄鐵的動態(tài)斷裂韌性均隨溫度的降低而降低。Kobayashi等[]通過三點彎曲實驗研究了球墨鑄鐵的靜態(tài)和動態(tài)斷裂韌性，發(fā)現(xiàn)鐵素體球墨鑄鐵在動態(tài)加載下的裂紋尖端張開位移小于其靜態(tài)值。綜上可知，球墨鑄鐵的韌脆轉(zhuǎn)變行為與加載速度和環(huán)境溫度密切相關(guān)。對鑄鐵材料在低溫下的動態(tài)斷裂特性進(jìn)行研究，不僅可以了解材料低溫脆性的宏觀規(guī)律和內(nèi)在機(jī)理，而且可以獲得材料在復(fù)雜加載條件下的動態(tài)斷裂韌性，從而為材料的工程應(yīng)用提供重要支撐。

在上述研究中，一般采用MTS-880萬能試驗機(jī)[1、擺錘沖擊試驗機(jī)[1]和夏比沖擊試驗機(jī)[10進(jìn)行加載，因此仍局限于較低的加載速率 （lt;10⁵MPa?m^1/2/s） ，而且無法實現(xiàn)對加載波形及材料響應(yīng)信號的精確測量。另一方面，目前仍缺乏對在不同低溫下材料韌脆轉(zhuǎn)變行為的系統(tǒng)研究，材料的動態(tài)斷裂韌性及其變化規(guī)律尚不明確，材料在高加載速率下發(fā)生韌脆轉(zhuǎn)變的微觀機(jī)理也不清楚。因此，如何在低溫和高加載速率的耦合條件下實現(xiàn)對材料動態(tài)斷裂韌性的測試，同時對韌脆轉(zhuǎn)變的內(nèi)在機(jī)理進(jìn)行研究是亟待解決的重要課題。

本文中采用改進(jìn)的分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar，SHPB）和配套環(huán)境箱實現(xiàn)了高加載速率 （gt;10⁶MPa?m^1/2/s） 和低溫 （-80°C 的耦合加載條件，從而對球墨鑄鐵的I型動態(tài)斷裂行為進(jìn)行研究。通過實驗-數(shù)值法和應(yīng)變法分別獲得材料的動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子和試樣的起裂時間，最終確定材料的動態(tài)斷裂韌性。為獲得球墨鑄鐵在不同溫度下的動態(tài)斷裂韌性及韌脆轉(zhuǎn)變行為，分別在20、 ^-40 、^-60 和 -80°C 等4種溫度下開展測試研究。同時，采用高速攝像系統(tǒng)對裂紋的起裂及擴(kuò)展過程進(jìn)行觀測，并對不同溫度下的斷口形貌進(jìn)行分析，以期明確球墨鑄鐵失效模式轉(zhuǎn)變的微觀機(jī)制。

1實驗方法

1.1 試樣設(shè)計

按照GB/T21143—2014標(biāo)準(zhǔn)加工球墨鑄鐵材料的三點彎曲試樣，其外形尺寸如圖1所示。試樣裂尖為典型的山形缺口，寬度為 0.12mm ，加工方式為鉬絲線切割。在此基礎(chǔ)上，采用Amsler100HFP5100疲勞試驗機(jī)（見圖2（a））對試樣施加交變循環(huán)載荷，預(yù)制出疲勞裂紋，見圖2（b）。圖2（b）展示了在-80°C 溫度下測試后的三點彎曲試樣。

1.2 I型動態(tài)斷裂實驗方法

動態(tài)斷裂實驗采用改進(jìn)的SHPB系統(tǒng)和配套設(shè)計的環(huán)境箱對標(biāo)準(zhǔn)三點彎曲試樣進(jìn)行沖擊加載。所采用的入射桿直徑為 19mm ，加載端為楔形過渡的圓弧，以保證與試樣為線接觸。將原系統(tǒng)的透射桿替換為特殊設(shè)計的固定夾具，并將試樣放置于夾具以滿足三點彎曲的動態(tài)加載要求。常溫測試時，通過設(shè)計與高速攝像機(jī)相配合的反射鏡系統(tǒng)，從而實現(xiàn)對試樣受載過程的拍攝，實驗裝置如圖3所示。

實驗時，利用氣炮以速度 u₀ 發(fā)射子彈，撞擊入射桿后形成壓縮應(yīng)力波。當(dāng)入射波傳播到入射桿與試樣的界面時，一部分反射回壓桿形成反射波，另一部分傳入試樣，從而實現(xiàn)對試樣的沖擊加載。通過調(diào)節(jié)氣室壓力可以控制子彈的撞擊速度。壓桿中的入射波 ε_i（t） 、反射波 ε_r（t） 信號以及試樣的起裂信號均由應(yīng)變片記錄。試樣上應(yīng)變片粘貼于距離裂尖約 5mm 處。在 -40ΩC，1.0TPa?m^1/2/s 條件下獲得的典型波形如圖4所示。本文中入射桿撞擊試樣的速度均為 13.5m/s 。

低溫實驗中采用環(huán)境箱進(jìn)行溫度控制，如圖5所示。實驗時，夾具固定于環(huán)境箱內(nèi)，試樣與夾具及壓桿端部均緊密貼合。采用PT100溫度傳感器在距裂紋尖端 6mm 以內(nèi)的試樣表面進(jìn)行測溫，并保證實驗溫度在 ±1^°C 的誤差范圍之內(nèi)。在試樣達(dá)到設(shè)定溫度后，需保溫 20min 再開展實驗，以確保試樣內(nèi)部溫度場的均勻性。

本文中采用實驗-數(shù)值法[13]確定材料的動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線，試樣的起裂時間采用應(yīng)變片法確定[14]。采用ABAQUS/Explicit有限元軟件對試樣在加載過程的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行分析，對入射桿、試樣和夾具進(jìn)行三維建模，并將實測的入射應(yīng)力波施加在入射桿端部作為初始載荷條件，同時根據(jù)實際工況對夾具的邊界條件進(jìn)行等效約束。模擬中壓桿、夾具及試樣均采用線彈性材料模型，具體材料參數(shù)見表1。試樣與入射桿及支撐端夾具之間的接觸條件設(shè)置為硬接觸。在數(shù)值模擬中獲得精確的裂尖位移場是確定裂尖應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)鍵。因此，為提高計算精度，在有限元模型中對試樣裂尖區(qū)域進(jìn)行了單元網(wǎng)格細(xì)化。同時，為保證網(wǎng)格的協(xié)調(diào)性，由裂尖向試樣全局采用了由六面體單元（C3D8R）到楔形單元（C3D6）再到四面體單元（C3D10M）的過渡，如圖6所示。圖6展示了試樣在 20^qC 、2.04TPa?m^1/2/s 條件下起裂時刻（ 50μs） 所對應(yīng)的裂尖應(yīng)力場云圖，可知此時裂尖局部的應(yīng)力水平已超過材料的抗拉強(qiáng)度（ 700MPa ）。而在60μs 時的裂尖處，裂紋已發(fā)生明顯擴(kuò)展（裂紋前沿由白色箭頭標(biāo)示），如圖6所示。綜上可得，通過有限元的計算結(jié)果與實驗中試樣信號的對比來獲得的起裂時間（應(yīng)變法）是可靠的。在試樣滿足平面應(yīng)力條件的I型動態(tài)斷裂實驗（ θ=π 中，結(jié)合試樣裂尖三維空間位移場，可獲得動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子的計算公式[15]：

式中： u（r，θ，t），ν（r，θ，t），w（r，θ，t） 為試樣裂尖三維空間位移場， K_I（t），K_II（t） 分別為I、 I 型應(yīng)力強(qiáng)度因子， G 為剪切模量， r 為與裂尖的距離， θ 為裂紋尖端前方的角度， μ 為泊松比。

根據(jù)有限元模擬結(jié)果，由式 （1）～（3）^[15] 可獲得在 20°C，2.20TPa?m^1/2/s 條件下，裂尖的I型動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子曲線，如圖7所示。

由于材料脆性較強(qiáng)，試樣起裂時裂尖區(qū)域僅發(fā)生小范圍屈服，裂紋快速擴(kuò)展并引發(fā)試樣的整體斷裂，因此試樣上的應(yīng)變片所測得的起裂信號為一個明顯的尖峰。由于在數(shù)值模擬中未考慮材料的失效，因此不同于實驗中所測的起裂信號，模擬結(jié)果中試樣上的應(yīng)變信號呈現(xiàn)持續(xù)上升的趨勢。基于此，起裂時間被定義為實測的起裂信號與模擬中相應(yīng)位置處的應(yīng)變信號的分離點所對應(yīng)的時刻，如圖8所示。基于該起裂時間，可以由動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子時程曲線確定球墨鑄鐵在相應(yīng)工況下的I型動態(tài)斷裂韌性。

圖8起裂時刻的確定 0Fig.8Determination of crack initiation time（20

2實驗結(jié)果

2.1I型常溫動態(tài)斷裂實驗結(jié)果

為保證數(shù)據(jù)的可靠性，在相同的動態(tài)加載條件下完成了4組測試，實驗工況及結(jié)果見表2，其中加載速率為：

式中： 為加載速率， K_Id 為動態(tài)斷裂韌性， t_f 為斷裂時間。由表2可知，球墨鑄鐵在 20°C 、平均加載速率為 2.07TPa?m^1/2/s 的工況下其平均動態(tài)斷裂韌性為 111.1MPa?m^1/2 。根據(jù)GB/T21143—2014的應(yīng)力狀態(tài)條件[16]可知，本文中的試樣滿足平面應(yīng)力條件。另外，在試樣斷口上可觀察到剪切唇，這是試樣處于

平面應(yīng)力下的典型斷口特征。表2中，根據(jù)高速攝像的觀察結(jié)果，將試樣開始受載到試樣明顯發(fā)生起裂的時間間隔定義為斷裂時間，以驗證應(yīng)變片法獲得的起裂時間的準(zhǔn)確性。

采用高速攝像機(jī)觀測試樣在常溫、動態(tài)加載條件下的失效過程，采樣頻率為 10⁵s^-1 。由于應(yīng)力波到達(dá)試樣時，會在試樣加載位置（藍(lán)色圓圈）產(chǎn)生局部變形，因此選取此特征的前一幀作為入射波到達(dá)試樣的臨界時刻，并定義為 0μs 0如圖9所示。為了準(zhǔn)確觀察裂紋的擴(kuò)展過程，取與初始裂紋長度相同長度的紅色虛線標(biāo)記于裂紋上方，并用箭頭標(biāo)出裂尖的實時位置。不難發(fā)現(xiàn)，在50μs 時，試樣裂尖尚未發(fā)生擴(kuò)展。而在 70μs 時，裂尖明顯發(fā)生移動，表明試樣在該工況下經(jīng)歷第1次應(yīng)力波加載后已經(jīng)發(fā)生起裂，且試樣的起裂時刻位于 50～70μs 之間。由應(yīng)變法確定的起裂時間為 53μs 與高速攝影觀測結(jié)果相吻合，因此驗證了應(yīng)變法確定起裂時間的準(zhǔn)確性。在 140μs 時，裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，而且整體上可觀察到隨著載荷的增加，裂紋面夾角呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。

2.2 I型低溫動態(tài)斷裂實驗結(jié)果

為研究球墨鑄鐵在低溫下的韌脆轉(zhuǎn)變行為，分別在-40、 ^-60 和 -80^°C 這3種溫度下，各開展了4組動態(tài)斷裂實驗，試樣均完全斷裂，實驗結(jié)果見表3。在上述3種溫度條件下，材料的平均動態(tài)斷裂韌性值分別為33.0、13.3和 4.2MPa?m^1/2 。對比表 2～3 可知，在相同的沖擊速度（ 13.5m/s ）下，試樣的起裂時間隨著溫度的降低而降低，而且材料的韌性相對常溫下分別降低了 70.3% / 88.1% 和 96.2% ，說明材料的斷裂韌性存在明顯的溫度效應(yīng)。

材料在不同溫度下的斷裂韌性及起裂時間隨加載速率的變化規(guī)律如圖10所示。由圖10可知，在相同沖擊速度下，隨著溫度的降低，球墨鑄鐵的動態(tài)斷裂韌性不斷降低。同時，起裂時間也隨之提前，這與Pandouria等[17]所得到的規(guī)律是一致的。在各溫度下，材料的動態(tài)斷裂韌性均隨加載速率的提高而提高，但起裂時間的變化趨勢較不明顯。總體而言，這與高強(qiáng)鋼動態(tài)斷裂韌性的加載速率效應(yīng)相類似[13]。

3分析及討論

為了解球墨鑄鐵I型動態(tài)斷裂韌性的溫度效應(yīng)的內(nèi)在機(jī)理，分別對不同溫度下發(fā)生失效的試樣的進(jìn)行斷口分析。宏觀上，疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)呈現(xiàn)灰白色，整體較為平整；動態(tài)裂紋擴(kuò)展區(qū)整體顏色較暗且較為粗糙，部分區(qū)域有少許光亮，如圖11所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，隨著溫度由 20% 降低到 -80°C ，動態(tài)裂紋擴(kuò)展區(qū)逐漸由粗糙變得較為平整，而且光亮區(qū)域明顯增多。這是由于在裂尖拉應(yīng)力的作用下，低溫下的解理平面會增多且表面積增大，因而呈現(xiàn)為較明亮的刻面。通常，延性斷裂多呈現(xiàn)粗糙的斷口，而相對平直的斷口是脆性斷裂的典型特征。因此，這也預(yù)示材料的失效模式隨溫度的降低而發(fā)生了韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象。

由于疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)可表現(xiàn)出材料在低加載速率下的斷口形貌，因此對該區(qū)域的微觀形貌進(jìn)行分析，見圖12。可以看到，疲勞裂紋的擴(kuò)展始于石墨球，放大之后可看到石墨球的斷裂以及石墨球與基體的分離。疲勞區(qū)的斷口特征還包括石墨球周圍基體的局部塑性變形、基體中的微裂紋以及由石墨球之間基體貫穿而形成的較大裂紋[8]等。以上特征表明球墨鑄鐵在常溫低速加載下以準(zhǔn)解理的形式發(fā)生斷裂。

常溫下動態(tài)裂紋擴(kuò)展區(qū)的微觀形貌見圖13。整體上，該區(qū)域呈現(xiàn)出延性斷裂和脆性斷裂相混合的復(fù)雜斷裂模式。具體表現(xiàn)為，晶界上存在明顯的韌窩區(qū)，以及斷口上有二次裂紋、河流狀花樣、解理臺階等。密集的韌窩往往出現(xiàn)在石墨的周圍以及晶粒邊界上（見圖13（a）），使得球墨鑄鐵在常溫下表現(xiàn)出明顯的延性。此外，由于石墨與基體（G-m）之間的界面結(jié)合力較小，且兩者的彈性模量不同[18，因此裂紋容易在G-m界面處萌生，從圖13（b）中可明顯觀察到石墨沿其邊界起裂進(jìn)而脫離基體的現(xiàn)象。同時，材料基體中可觀察到典型的穿晶斷裂特性，大量貫穿晶粒的河流花樣和解理臺階表明材料在常溫下仍存在較強(qiáng)的脆性。綜上可知，常溫下動態(tài)斷裂擴(kuò)展區(qū)表現(xiàn)出脆性與延性并存的混合型斷裂模式。其中，晶粒邊界以及石墨周圍的密集韌窩區(qū)在形成過程中消耗了較多能量，導(dǎo)致球墨鑄鐵在常溫下的I型動態(tài)斷裂韌性較高。

圖14給出了-40和 -60°C 下動態(tài)裂紋擴(kuò)展區(qū)的微觀形貌。裂紋擴(kuò)展區(qū)存在明顯的解理臺階和河流花樣等典型的脆性斷裂特征（見圖14（a））。與常溫下的斷口相比，僅在晶界上觀察到少量的韌窩，因此材料的延性特征明顯減弱（見圖14（b））。這說明低溫下球墨鑄鐵延性特征不明顯，主要發(fā)生脆性斷裂，因此導(dǎo)致材料的動態(tài)斷裂韌性明顯降低。此外，相較于圖 13～14 中的解理平面的表面積明顯增加，與圖10吻合。隨著溫度降低至 -60°C ，韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象更加明顯，如圖14（c）所示。

而當(dāng)溫度達(dá)到 -80°C 時，斷口呈現(xiàn)出沿晶斷裂與穿晶斷裂混合的脆性斷裂的特征形貌，基本上觀測不到韌窩，如圖15所示。此時，大量的河流花樣出現(xiàn)在穿晶斷裂形成的平坦斷面上，而解理臺階以一簇相互平行的形式出現(xiàn)在沿晶斷裂所形成高度不同的晶面上。整體上，代表韌性的韌窩特征已基本消失，

這表明材料的失效機(jī)理已從韌性失效轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈允А?/p>

實驗材料中石墨球的大小集中分布在 60～ 120μm 之間，石墨等級為5級[19]。相對基體而言，盡管石墨含量較低且對球墨鑄鐵力學(xué)性能的影響較小，但其在沖擊過程中的作用仍不能被忽略[20-21]。需要注意的是，石墨球表面并非是平整的球面，而是分布有不規(guī)則的凹槽和凸起，如圖13所示，因此更容易在石墨周圍的基體產(chǎn)生局部應(yīng)力集中并形成塑性變形。此外，由于相對于晶粒而言晶界強(qiáng)度較低，更易于產(chǎn)生塑性變形，這也是主要在石墨周圍及晶界處觀察到韌窩的原因。對比圖 13～15 可以看出，隨著溫度降低，石墨球除與基體分離外還發(fā)生了其自身的破碎。這是因為室溫下，基體與石墨兩者的彈性模量相差較大，裂紋傾向于在G-m邊界處斷裂。而當(dāng)溫度降低至 -80°C 后，兩者的彈性模量的差值減小，裂紋更容易從石墨球的內(nèi)部起裂[22]。因此，在室溫下主要發(fā)生石墨脫離基體的現(xiàn)象，而在低溫下則觀察到石墨球的破碎。

綜上可知，在20、-40和 -60^°C 的溫度下，球墨鑄鐵的斷口形貌均表現(xiàn)為延性與脆性相結(jié)合的微觀特征。而當(dāng)溫度進(jìn)一步降低至 -80°C 時，斷口表現(xiàn)出沿晶斷裂與穿晶斷裂并存的脆性斷裂模式，說明此時材料主要表現(xiàn)為以脆性斷裂為主導(dǎo)的失效模式。由圖16可知，隨著溫度的降低，韌性特征（韌窩）面積占比逐漸減少，脆性特征（解理臺階和河流花樣等）的面積占比逐漸增多。這表明隨著溫度的降低，脆性斷裂模式逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，即材料發(fā)生了韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象。

4結(jié)論

本文中采用改進(jìn)的分離式霍普金森壓桿技術(shù)和配套環(huán)境箱對球墨鑄鐵進(jìn)行了不同溫度下的動態(tài)斷裂測試，研究了材料I型動態(tài)斷裂韌性的溫度效應(yīng)，并對斷口的微觀組織演化情況進(jìn)行了分析，得到如下主要結(jié)論。

（1）在本實驗加載速率下，20、 -40 、 ^-60 和 -80^°C 測得的平均動態(tài)斷裂韌性值分別為111.1、33.0、13.3和 4.2MPa?m^1/2 。

（2）在相同的沖擊速度下，球墨鑄鐵的I型動態(tài)斷裂韌性隨溫度的降低而降低，起裂時間隨溫度的降低而提前。在各溫度下，球墨鑄鐵的動態(tài)斷裂韌性均隨著加載速率的提高而提高。

（3）隨著溫度的降低，球墨鑄鐵的宏觀斷口由粗糙變得相對平整且亮點增多，說明隨著溫度的降低，材料的失效模式發(fā)生了由韌性向脆性的轉(zhuǎn)變。

（4）在20、 ^-40 和 -60^°C 等3種溫度下，球墨鑄鐵表現(xiàn)為延性與脆性相混合的斷裂模式。隨著溫度的降低，斷口可觀測到晶界上韌窩數(shù)量的減少、G-m界面斷裂的減少、基體上的河流花樣以及解理臺階

等特征的增多。尤其在 -80% 時，斷口上基本觀測不到韌窩，但河流花樣、解理臺階等脆性斷裂特征占比明顯增多，最終表現(xiàn)為沿晶斷裂與穿晶斷裂混合的脆性斷裂模式。韌脆特征的面積占比隨溫度的變化趨勢也進(jìn)一步反映了材料的韌脆轉(zhuǎn)變現(xiàn)象。

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（責(zé)任編輯 王易難）